DE60123506T2

DE60123506T2 - Drehleiter-Regelung

Info

Publication number: DE60123506T2
Application number: DE60123506T
Authority: DE
Inventors: Oliver Sawodny; Harald Aschemann; E. P. Hofer
Original assignee: Iveco Magirus AG
Current assignee: Iveco Magirus AG
Priority date: 2000-03-31
Filing date: 2001-03-23
Publication date: 2007-06-06
Anticipated expiration: 2021-03-24
Also published as: ES2272369T3; ATE341695T1; EP1138868B1; JP2002012399A; DE10016136C2; DE60123506D1; DE10016136A1; JP5253697B2; EP1138868A1

Description

Die Erfindung bezieht sich auf eine Drehleiter oder dergleichen mit einer Steuerung für die Bewegung der Leiterteile gemäß dem Oberbegriff von Anspruch 1.
Insbesondere bezieht sich die Erfindung auf eine Drehleiter, z. B. auf eine Feuerwehrleiter oder auf ähnliche Vorrichtungen wie etwa auf Gelenkplattformen oder Teleskopmastplattformen und Drehleitervorrichtungen. Solche Vorrichtungen können drehbar und anhebbar an einem Fahrzeug angebracht sein.
Bekannte Drehleitern werden hydraulisch oder elektrohydraulisch z. B. durch Handhebel gesteuert. Im Fall einer rein hydraulischen Steuerung wird die Handhebelauslenkung durch den Hydrauliksteuerungskreis direkt in ein proportionales Steuersignal für den als Proportionalventil gestalteten Steuerblock umgesetzt. Um die Bewegungen weniger ruckartig und stetiger zu machen, können Dämpfer im Hydrauliksteuerungskreis verwendet werden. Allerdings können solche Dämpfer nicht an den gesamten Betriebsbereich mit sehr verschiedenen Auslauf-Längen und Winkeln der Höhenlage befriedigend angepasst werden. Darüber hinaus führt die Dämpfung dieses Typs allgemein zu einem trägen Reaktionsverhalten.
In elektrohydraulischen Steuerungen wird die Handhebelauslenkung anfangs in ein elektrisches Signal umgesetzt, das in einer Steuervorrichtung mit Mikroprozessor weiter verarbeitet wird. In bekannten Lösungen wird das Signal durch Rampenfunktionen gedämpft, so dass die Bewegung der Drehleiter weniger ruckartig erfolgt. Das verarbeitete elektrische Signal wird daraufhin an hydraulische Proportionalventile übergeben, die die Antriebe der Drehleiterteile steuern. Bei der Auswahl der Steilheit der Rampenfunktionen ist es immer notwendig, zwischen Dämpfungseffekt und Reaktionsverhalten einen Kompromiss zu schließen.
In allen bekannten Lösungen können die Unterdrückung ruckartiger Bewegungen und ein Grad der Vibrationsdämpfung nur durch Annahme eines mehr oder weniger großen Grads an Trägheit in dem Reaktionsverhalten erreicht werden.
Zum Beispiel ist in EP0206940 ein Verfahren für die Steuerung der Bewegungen einer an einem Fahrzeug angebrachten Leiter, insbesondere einer Rettungs- und Feuerbekämpfungsleiter, offenbart. Das Verfahren ist dadurch charakterisiert, dass es das Berechnen eines ersten Geschwindigkeitskoeffizienten, der eine fallende Funktion der entwickelten Länge der Leiter ist, eines zweiten Koeffizienten, der eine fallende Funktion der effektiven Last ist, und eines dritten Koeffizienten, der eine fallende Funktion des Schwenkradius der Leiter ist, aus den Signalen von Sensoren umfasst. Gemäß diesem Dokument gibt es keine Einrichtung für die Unterdrückung der Vibrationen der Leiter über ein Feedback der berechneten Werte der horizontalen und der vertikalen Biegung der Leiter zu den Steuerungseingängen der Antriebe.
Andererseits ist aus FR2670705 ein Verfahren für die Steuerung eines mechanischen Systems wie etwa eines Roboterarms bekannt, in dem ein digitales dynamisches Modell des Systems berechnet wird, daraufhin ein Steuerungsmodell auf einer Trajektorie erhalten wird und die digitalen Steuerungen der Stellglieder in Echtzeit ausgearbeitet werden. Die Erfindung ermöglicht, störende Oszillationen eines servogesteuerten mechanischen Systems mit flexiblen Elementen zu vermeiden. Gemäß diesem Dokument enthalten die Differenzialgleichungen zur Beschreibung der Bewegung des Modells nur einige für diese Bewegung relevante Variablen und betrachten überhaupt keinen für die Bewegung des Arms relevanten Dämpfungsvektor.
Die Aufgabe der Erfindung ist die Schaffung einer Drehleiter mit einer Steuerung, die eine aktive Vibrationsdämpfung erzeugt und das Reaktionsverhalten nicht oder nicht wesentlich beeinträchtigt.
Diese Aufgabe wird gemäß der Erfindung durch eine Drehleiter oder dergleichen mit einer Steuerung gemäß Anspruch 1 gelöst.
Die Steuerung beruht auf der Grundidee des Zurückführens der Biegung der Leiter in der horizontalen und vertikalen Richtung und zumindest einer der gemessenen Variablen Winkel der Höhenlage, Winkel der Drehung, Auslauf-Länge und Korbmasse über eine Steuerung, die diese Variablen geeignet wichtet, zu den Steuerungseingängen der Leitervorrichtungen.
Um die Gewichtungsfaktoren zu bestimmen, wird ein dynamisches Modell der Drehleiter abgeleitet. Auf dieser Grundlage werden die Gewichtungsfaktoren, die im Folgenden als Steuerungsverstärkung bezeichnet werden, bestimmt.
Besonders vorteilhaft ist es, wenn ein dezentralisiertes Steuerungskonzept auf einem räumlich entkoppelten dynamischen Modell beruht, in dem jeder einzelnen Drehleiterachse ein unabhängiger Steuerungsalgorithmus zugeordnet ist. Im Ergebnis ist ein besonders effizienter und wartungsfreundlicher Algorithmus möglich.
Wenn das System auf eine Wegsteuerung erweitert wird, wird ein Weg-Planmodul realisiert, um die Referenzvariablen zu erzeugen. Die Steuerung wird durch eine Pilotsteuerung ergänzt, die auf einem inversen dynamischen Modell für die weggenaue Bewegung beruht.
Im Folgenden werden bevorzugte Ausführungsformen der Erfindung ausführlicher mit Hilfe der beigefügten Zeichnung beschrieben, in der:
1 beispielhaft die mechanische Grundstruktur einer Drehleiter zeigt,
2 die Wechselwirkung von hydraulischer Steuerung und Regelung zeigt,
3 die Gesamtstruktur der Wegsteuerung zeigt,
4 die Struktur des Weg-Planmoduls zeigt,
5 beispielhaft die Wegerzeugung mit dem vollautomatischen Weg-Planmodul zeigt,
6 die Struktur des halbautomatischen Weg-Planmoduls zeigt,
7 die Struktur der Achsen-Steuerung für die Drehungs-Achse zeigt,
8 die mechanische Struktur der Drehungs-Achse und die Definition der Modellvariablen zeigt,
9 die Struktur der Achsen-Steuerung der Höhenlagen-Achse zeigt,
10 die mechanische Struktur der Höhenlagen-Achse und die Definition der Modellvariablen zeigt,
11 die Höhenlagenkinematik der Höhenlagen-Achse zeigt,
12 die Struktur der Achsen-Steuerung der Auslauf-Achse zeigt,
13 die Struktur der Achsen-Steuerung der Ebenen-Achse zeigt.
1 zeigt die mechanische Grundstruktur einer Drehleiter oder dergleichen. Die Drehleiter ist allgemein an einem Fahrzeug 1 angebracht. Um den Korb 3 in dem Arbeitsumfeld zu positionieren, kann die Leitereinheit 5 mit der Höhenlagen/Neigungs-Achse 7 um den Winkel φ_A geneigt werden. Die Leiterlänge l kann mit der Auslauf/Einlauf-Achse 9 geändert werden. Die Drehungs-Achse 11 ermöglicht die Orientierung um den Winkel φ_D um die vertikale Achse. Im Fall eines Fahrzeugs, das nicht horizontal steht, kann eine unerwünschte zusätzliche Neigung mit der Ebenen-Achse 13 bei Drehung der Leiter durch Schrägstellen des Leitermechanismus 15 um einen Winkel φ_N kompensiert werden.
Im Allgemeinen weist die Drehleiter ein Hydraulikantriebssystem 21 auf. Es besteht aus der Hydraulikpumpe 23, die durch den Fahrmotor angetrieben wird, aus den Proportionalventilen 25 und aus den Hydraulikmotoren 27 und den Hydraulikzylindern 29. Die Hydrauliksteuerung ist allgemein mit Systemen mit untergeordneter Förderleistungssteuerung für die Hydraulikkreise mit Lastabtasteigenschaften ausgestattet. In diesem Fall ist es wesentlich, dass die Steuerungsspannungen u_StD, u_StA, u_StN, u_StE bei den Proportionalventilen durch die untergeordnete Förderungsleistungssteuerung in proportionale Förderleistungen Q_FD, Q_FA, Q_FN, Q_FE in dem entsprechenden Hydraulikkreis umgesetzt werden.
Dementsprechend ist es wesentlich, dass die Biegung der Leiter in der horizontalen Richtung und in der vertikalen Richtung und wenigstens eine der gemessenen variablen Winkel der Höhenlage, Winkel der Drehung, Auslauf-Länge und Korbmasse über die Steuerung zurückgeführt werden. Vibrationen der Leiterteile, die auftreten, können insbesondere durch Feedback der gemessenen Variablen horizontale und vertikale Biegung zu den Steuerungseingängen der Antriebe gedämpft werden.
Falls die Steuerung auf eine Wegsteuerung erweitert wird, wird außer dem Feedback eine große Bedeutung der Art und Weise beigemessen, in der die Referenzvariablen an die Steuerungseingänge der Antriebe übergeben werden.
Im Ergebnis werden die Zeitfunktionen für die Steuerungsspannungen der Proportionalventile nicht mehr direkt von den Handhebeln, z. B. durch Rampenfunktionen, abgeleitet und an die Steuerungseingänge übergeben, sondern in der Wegsteuerung 31 in der Weise berechnet, dass keine Vibrationen auftreten, wenn die Leiter bewegt wird und der Korb dem gewünschten Weg in dem Arbeitsumfeld folgt.
Die Grundlage hierfür ist ein dynamisches Modell des Drehleitersystems, mit dessen Hilfe diese Aufgabe gelöst wird und das auf den Sensordaten zumindest einer der Variablen w_v, w_h, l, φ_A, φ_D, φ_N und auf den Referenzvoreinstellungen
_target oder q_target beruht. Im Folgenden wird anfangs die Gesamtstruktur (3) der Wegsteuerung 31 erläutert.
Der Betreiber wählt im Voraus entweder über den Handhebel 35 bei den Bedienfeldern oder über eine Sollmatrix 37, die in einem vorhergehenden Drehleiterlauf in dem Computer gespeichert wurde, die Zielgeschwindigkeiten oder die Ziele aus. Dadurch, dass die kinematischen Beschränkungen (maximale Geschwindigkeit, Beschleunigung und Erschütterung) der Drehleiter berücksichtigt werden, berechnet das vollautomatische oder halbautomatische Weg-Planmodul (39 oder 41) daraus die Zeitfunktionen der Sollkorbposition in Bezug auf die Drehungs-, Höhenlagen- und Auslauf-Achse und ihre Ableitungen, die in den Vektoren φ _KDref, φ _KAref, l _ref kombiniert sind. Die Sollpositionsvektoren werden an die Achsen-Steuerungen 43, 45, 47 und 49 übergeben, die daraus durch Auswerten zumindest eines der Sensorwerte w_v, w_h, l, φ_A, φ_D, φ_N die Steuerungsfunktionen u_StD, u_StA, u_StE, u_StN für die Proportionalventile 25 des Hydraulikantriebssystems 21 berechnen.
Allerdings ist es ebenfalls möglich, die Referenzvariablen aus den Handhebelsignalen durch Rampenfunktionen anstelle des Weg-Planmoduls zu erzeugen und diese direkt an die Achsensteuerung zu übergeben. Im Ergebnis ist die Qualität der Vibrationsdämpfung etwas niedriger.
Im Folgenden werden nun ausführlicher die einzelnen Komponenten der Wegsteuerung beschrieben.
4 zeigt die Schnittstellen des Weg-Planmoduls 39 oder 41. Im Fall des vollautomatischen Weg-Planmoduls 39 wird der Zielpositionsvektor für die Mitte des Korbs in Form von Koordinaten q _target = [φ_KDtarget, φ_KAtarget, l_target]^T eingegeben. φ_KDtarget ist die Zielwinkelkoordinate in Richtung der Drehungs-Achse 11 für den Mittelpunkt des Korbs. φ_KAtarget ist die Zielwinkelkoordinate in Richtung der Höhenlagen/Neigungs-Achse 7 für die Mitte des Korbs. l_target ist die Zielposition in Richtung der Auslauf/Einlauf-Achse 9 für den Mittelpunkt des Korbs. Im Fall des halbautomatischen Weg-Planmoduls 41 ist der Zielgeschwindigkeitsvektor
_target = [φ ._KDtarget,
_KDtarget, l ._target]^T die Eingangsvariable. Die Komponenten des Zielgeschwindigkeitsvektors sind ähnlich jenen des Zielpositionsvektors: die Zielgeschwindigkeit in Richtung der Drehungs-Achse φ ._KDtarget, es folgt die Zielgeschwindigkeit der Höhenlagen/Neigungs-Achse φ ._KAtarget und die Auslauf- oder Einlaufgeschwindigkeit der Leitereinheit l ._target. In dem Weg-Planmodul 39 oder 41 werden aus diesen vorab eingestellten Variablen die Zeitfunktionsvektoren für die Korbposition in Bezug auf die Winkelkoordinate der Drehung und ihre Ableitungen φ _KDref, für die Korbposition in Bezug auf den Winkel der Höhenlagenkoordinate und ihre Ableitungen φ _KAref und für die Korbposition in Bezug auf die Auslauf-Länge und ihre Ableitungen l _Kref berechnet. Jeder Vektor umfasst maximal fünf Komponenten bis zu der vierten Ableitung. Im Fall der Höhenlagen/Neigungs-Achse sind die einzelnen Komponenten:

φ_KAref:: Sollwinkelposition, Mitte des Korbs in Richtung des Winkels der Höhenlage
φ ._KAref:: Sollwinkelgeschwindigkeit, Mitte des Korbs in Richtung des Winkels der Höhenlage
φ ‥_KAref:: Sollwinkelbeschleunigung, Mitte des Korbs in Richtung des Winkels der Höhenlage
φ …_KAref:: Sollerschütterung, Mitte des Korbs in Richtung des Winkels der Höhenlage
φ ∷_KAref:: Ableitung der Sollerschütterung, Mitte des Korbs in Richtung des Winkels der Höhenlage.

Die Vektoren für die Drehungs-Achse und für die Auslauf-Achse werden auf die gleiche Weise festgesetzt.
5 zeigt beispielhaft die erzeugten Zeitfunktionen für die Sollwinkelpositionen φ_KD, φ_KA, für die Sollwinkelgeschwindigkeiten φ ._KD, φ ._KA, für die Sollwinkelbeschleunigungen φ ‥_KD, φ ‥_KA und für die Sollwinkelerschütterungen φ …_KD, φ …_KA von dem vollautomatischen Weg-Planmodul für eine Bewegung mit der Drehungs-Achse und mit der Höhenlagen/Neigungs-Achse von dem Startpunkt φ_KDstart = 0°, φ_KAstart = 0° zu dem Ziel φ_KDtarget = 90°, φ_KAtarget = 20°. Die Zeitfunktionen werden in dem Fall so berechnet, dass keine der im Voraus eingestellten kinematischen Beschränkungen wie etwa die maximalen Winkelgeschwindigkeiten φ ._Dmax, φ ._Amax, die maximalen Winkelbeschleunigungen φ ‥_Dmax, φ ‥_Amax oder die maximale Erschütterung φ …_Dmax, φ …_Amax überschritten wird. Zu diesem Zweck wird die Bewegung in drei Phasen unterteilt: eine Beschleunigungsphase I, eine Phase konstanter Geschwindigkeit II, auf die auch verzichtet werden kann, und eine Verzögerungsphase III. Für die Phasen I und III wird als Zeitfunktion für die Erschütterung ein Polynom dritter Ordnung angenommen. Als Zeitfunktion für die Phase II wird immer eine konstante Geschwindigkeit angenommen. Durch Integrieren der Erschütterungsfunktion werden die fehlenden Zeitfunktionen für die Beschleunigung, für die Geschwindigkeit und für die Position berechnet. Die Koeffizienten in den Zeitfunktionen, die weiter frei sind, werden durch die Randbedingungen zu Beginn der Bewegung, an den Übergangspunkten zu der nächsten oder vorhergehenden Bewegungsphase oder am Ziel und durch die kinematischen Beschränkungen bestimmt, wobei alle kinematischen Bedingungen in Bezug auf jede Achse geprüft werden müssen. Im Fall des Beispiels in 5 wirkt die kinematische Beschränkung der maximalen Beschleunigung für die Drehungs-Achse φ ‥_Dmax in Phase I und III auf begrenzende Weise, während es in Phase II die maximale Geschwindigkeit der Drehungs-Achse φ ._Dmax ist. Die anderen Achsen werden mit der Achse synchronisiert, die die Bewegung angesichts der Bewegungsdauer begrenzt. Die Zeitoptimalität der Bewegung wird dadurch erzielt, dass die minimale Gesamtbewegungsdauer in einer Optimierungsfolge durch Ändern des Anteils der Beschleunigungs- und der Verzögerungsphase an der Gesamtbewegung bestimmt wird.
6 zeigt die Einzelheiten in Bezug auf die Drehungs-Achse von der Struktur des halbautomatischen Wegplaners. Anfangs wird die Zielgeschwindigkeit des Korbs φ ._KDtarget durch den Handhebel des Bedienfelds auf den Wertebereich der maximal erzielbaren Geschwindigkeit φ ._Dmax standardisiert. Im Ergebnis wird die maximale Geschwindigkeit nicht überschritten. Der halbautomatische Wegplaner besteht aus zwei Steilheits-Begrenzern zweiter Ordnung pro Achse, einem 61 für den Normalbetrieb und einem 63 für den Sofortstopp, zwischen denen die Schaltlogik 67 hin und her geschaltet werden kann. Die Zeitfunktionen bei der Ausgabe werden durch Integration 65 gebildet. Mit Hilfe von 6 wird nun der Signalfluss in dem halbautomatischen Wegplaner beschrieben.
Anfangs wird in dem Steilheits-Begrenzer 61 für Normalbetrieb eine Sollwert/Istwert-Differenz zwischen der Zielgeschwindigkeit φ ._KDtarget und der momentanen Sollgeschwindigkeit φ ._KDref gebildet. Die Differenz wird durch die Konstanten K_S1 (Block 73) intensiviert und erzeugt die Zielbeschleunigung φ ‥_KDtarget. Ein nachgeschaltetes Begrenzungsglied 69 begrenzt den Wert auf die maximale Beschleunigung ±φ ‥_Dmax. Um das dynamische Verhalten zu verbessern, wird bei der Bildung der Soll/Ist-Wert-Differenz zwischen Zielgeschwindigkeit und momentaner Sollgeschwindigkeit berücksichtigt, dass wegen der Erschütterungsbegrenzung ±φ …_Dmax bei der momentanen Sollbeschleunigung φ ‥_KDref nur die maximale Geschwindigkeitsänderung
erzielt werden kann, die im Block 71 berechnet wird. Somit wird dieser Wert zu der momentanen Sollgeschwindigkeit φ ._KDref addiert, wodurch die Dynamik des gesamten Systems verbessert wird. Nach dem Begrenzungselement 69 ist dann die Zielbeschleunigung φ ‥_KDtarget. Mit der momentanen Sollbeschleunigung φ ‥_KDref wird dann wiederum eine Soll/Ist-Wert-Differenz gebildet. In Übereinstimmung mit
wird daraus im Charakteristikblock 75 die Sollerschütterung φ …_KDref gebildet. Die blockförmige Charakteristik dieser Funktion wird durch Filterung gedämpft. Im Block 65 werden aus der gerade berechneten Sollerschütterungsfunktion φ …_KDref durch Integration die Sollbeschleunigung φ ‥_KDref, die Sollgeschwindigkeit φ ._KDref und die Sollposition φ_KDtarget bestimmt. Im Block 65 wird durch Differentiation und gleichzeitige Filterung aus der Sollerschütterung φ …_KDref die Ableitung der Sollerschütterung bestimmt.
Während des Normalbetriebs werden die kinematischen Beschränkungen φ ‥_Dmax und φ …_Dmax und die proportionale Verstärkung K_S1 in der Weise eingegeben, dass für den Insassen in dem Korb eine subjektiv angenehme und stetige dynamische Art des Verhaltens erzeugt wird, wenn die Drehleiter betätigt wird. Das heißt, dass die maximale Erschütterung und Beschleunigung so eingestellt werden, dass sie etwas niedriger sind, als es das mechanische System zulassen würde. Allerdings ist insbesondere bei hohen Bewegungsgeschwindigkeiten das Nachlaufen des Systems hoch. Mit anderen Worten, falls der Betreiber bei voller Geschwindigkeit die Zielgeschwindigkeit 0 eingibt, benötigt die Drehleiter danach einige Sekunden, bis sie zum Stillstand kommt. Da solche Eingaben insbesondere in einem Notfall vorgenommen werden, wo es eine Gefahr des Zusammenstoßes gibt, wird eine zweite Betriebsart eingeführt, die einen Sofortstopp der Drehleiter sicherstellt. Für diesen Zweck ist zu dem Steilheits-Begrenzer 61 für Normalbetrieb ein zweiter Steilheits-Begrenzer 63 parallel geschaltet, der hinsichtlich der Struktur einen gleichen Entwurf aufweist. Allerdings sind die Parameter, die das Nachlaufen bestimmen, bis zu den mechanischen Belastbarkeitsgrenzen der Drehleiter erhöht. Somit ist dieser Steilheits-Begrenzer mit der maximalen Sofortstoppbeschleunigung φ ‥_Dmax2 und mit der maximalen Sofortstopperschütterung φ …_Dmax2 sowie mit der Sofortstopp-Proportionalverstärkung K_S2 parametrisiert. Zwischen den zwei Steilheits-Begrenzern schaltet eine Schaltlogik 67 hin und her, wobei die Schaltung den Notstopp aus dem Handhebelsignal identifiziert. Die Ausgabe des Sofortstopp-Steilheits-Begrenzers 63 ist wie bei dem Steilheits-Begrenzer für den Normalbetrieb die Sollerschütterung φ …_KDref. Die anderen Zeitfunktionen werden im Block 65 in der gleichen Weise wie im Normalbetrieb berechnet.
Im Ergebnis sind am Ausgang des halbautomatischen Wegplaners wie bei dem vollautomatischen Wegplaner unter Berücksichtigung der kinematischen Beschränkungen die Zeitfunktionen für die Sollposition des Korbs in Drehrichtung und für ihre Ableitung vorhanden.
Die Zeitfunktionen werden an die Achsensteuerung übergeben. In diesem Fall ist es wesentlich, dass hinsichtlich der Vibrationsdämpfung der Leiterteile die Funktion der Achsensteuerung von der Erzeugung der Referenzvariablen unabhängig ist. Mit anderen Worten, durch Zurückführen wenigstens einer der gemessenen Variablen Biegung der Leiter in der horizontalen Richtung, Biegung der Leiter in der vertikalen Richtung, Winkel der Höhenlage, Winkel der Drehung, Auslauf-Länge und Korbmasse über das Status-Steuerungsmodul wird ohne Anwenden eines Referenzwerts ebenfalls eine Vibrationsdämpfungswirkung erzielt. Das Weg-Planmodul und die Pilotsteuerung sind erforderlich, falls eine weggenaue Bewegung erreicht werden soll.
Anfangs wird mit Hilfe von 7 die Struktur der Achsen-Steuerung für die Drehungs-Achse beschrieben.
Die Ausgangsfunktionen des Weg-Planmoduls in Form der Sollkorbposition in Drehrichtung und ihrer Ableitungen (Geschwindigkeit, Beschleunigung, Erschütterung und Ableitung der Erschütterung) werden an den Pilot-Steuerungsblock 71 übergeben. In dem Pilot-Steuerungsblock werden diese Funktionen in der Weise intensiviert, dass sich unter den idealisierten Vorbedingungen des dynamischen Modells eine weggenaue Bewegung der Leiter ohne Vibrationen ergibt. Die Grundlage für die Bestimmung der Pilot-Steuerungsverstärkungen ist das dynamische Modell, das in den nachfolgenden Abschnitten für die Drehungs-Achse abgeleitet wird. Somit wird die Vibration der Drehleiter unter diesen idealisierten Vorbedingungen unterdrückt, wobei der Korb dem erzeugten Weg folgt.
Falls die Sollgeschwindigkeit nur über eine Rampenfunktion an die Achsensteuerung übergeben wird, ist die Standardisierung dieses Signals in der Pilotsteuerung auf die maximal zulässige Geschwindigkeit ausreichend.
Um Vibrationen der Leiterteile zu unterdrücken und die Drehleitern am Ziel zu positionieren, wird zumindest eine der gemessenen Variablen Winkel der Drehung φ_D, Winkelgeschwindigkeit φ ._D der Drehung, Biegung der Leitereinheit in horizontaler Richtung (Drehrichtung) w_h oder die Ableitung der Biegung ẇ_h durch den Status-Steuerungsblock 73 intensiviert und zu dem Steuerungseingang zurückgeführt. Die Ableitung der gemessenen Variablen φ_D und w_h wird numerisch in der Mikroprozessorsteuerung gebildet.
Da die Hydraulikantriebseinheiten durch nichtlineare dynamische Eigenschaften (Hysterese, Spiel) charakterisiert sind, wird der von der Pilotsteuerungsausgabe und von der optionalen Status-Steuerungsausgabe gebildete Wert für die Steuerungseingabe u_Dref in dem Hydraulikkompensationsblock 75 in der Weise geändert, dass das lineare Verhalten des gesamten Systems angenommen werden kann. Die Ausgabe des Blocks 75 (Hydraulikkompensation) ist die korrigierte Steuerungsvariable u_StD. Dieser Wert wird dann an das Proportionalventil des Hydraulikkreises für die Drehungs-Achse übergeben.
Die Ableitung des dynamischen Modells für die Drehungs-Achse dient nun zur ausführlichen Erläuterung der Betriebsart und ist die Grundlage für die Berechnung der Pilot-Steuerungsverstärkungen und der Status-Steuerung.
Zu diesem Zweck liefert 8 Beschreibungen für die Definition der Modellvariablen. In diesem Fall ist die dort gezeigte Verknüpfung zwischen der Position der Drehung φ_D des Leitermechanismus in Bezug auf das Inertialsystem mit den Einheitsvektoren e ₁₁ bis e ₁₃ und der Korbdrehungsposition φ_KD, die wegen der Biegung w_h in Übereinstimmung mit der Gleichung
für kleine Biegungen berechnet wird, wesentlich. l ist hier die Leiterlänge. Dieses dynamische System kann durch die folgenden Differenzialgleichungen beschrieben werden (JD(l) + mkl2)cos2φA·φ ‥D – mlcosφA·ẅh = MMD – bDφ .D – mlcosφA·φ ‥D + m·ẅh + bDL·ẇh + cDL(l)·wh = 0 (4)
J_D ist das Trägheitsmoment des Leitermechanismus und der Leitereinheit um die Drehungs-Achse. m_K ist die Masse des Korbs, m ist die reduzierte Masse, die aus der Modellbeobachtung erzeugt wird, dass die homogene Massenverteilung der Leitereinheit auf zwei Punktmassen reduziert ist. Die eine Punktmasse ist in dem Drehzentrum in dem Leitermechanismus reduziert, die zweite Punktmasse ist in dem Zentrum des Korbs reduziert. Dementsprechend wird die reduzierte Masse aus der Gesamtmasse der Leitereinheit m_L in Übereinstimmung mit m = m_Lα berechnet. Der Parameter α wird aus Frequenzgangmessungen bestimmt. M_MD ist das Antriebsmotordrehmoment. b_D ist die viskose Reibung des Drehscheibenantriebs. Die erste Gleichung aus (4) beschreibt im Wesentlichen die Bewegungsgleichung für den Drehleitermechanismus, wobei die Reaktion wegen Biegung der Leitereinheit an dem Drehleitermechanismus berücksichtigt ist. Die zweite Gleichung aus (4) ist die Bewegungsgleichung, die die Biegung w_h beschreibt, wobei die Stimulation der Biegungsvibration durch Drehung der Leitereinheit über die Winkelbeschleunigung des Drehleitermechanismus oder durch eine äußere Störung, die durch Anfangsbedingungen für diese Differenzialgleichungen ausgedrückt wird, verursacht wird. In der zweiten Gleichung von (4) ist der Parameter C_DL die Steifheit der Leitereinheit und b_DL die Dämpfungskonstante für die Leitervibration. Da die Steifheit stark von dem Auslaufzustand der Leitereinheit l abhängt, wird eine Funktion für die Steifheit als Funktion von l aus FEM-Simulationen berechnet. Somit ist im Folgenden für c_DL immer c_DL(1) anzunehmen. Dies betrifft auch das aus Konstruktionsdaten berechnete Trägheitsmoment J_D, das ebenfalls eine von 1 abhängige Funktion ist.
Der Hydraulikantrieb wird durch die folgenden Gleichungen beschrieben.
i_D ist das Übersetzungsverhältnis zwischen der Motorgeschwindigkeit und der Drehgeschwindigkeit des Leitermechanismus. V ist das Aufnahmevolumen des Hydraulikmotors. Δp_D ist der Druckabfall über den Hydraulikantriebsmotor, β ist die Ölkompressibilität, Q_CD ist die Kompressibilitätsleistung, Q_FD ist die Förderleistung in dem Hydraulikkreis für Drehung und K_PD ist die Proportionalitätskonstante, die die Verknüpfung zwischen Förderleistung und Steuerungsspannung des Proportionalventils erzeugt. Dynamische Wirkungen der untergeordneten Förderleistungssteuerung werden ignoriert.
Die Gleichungen können nun in eine Statusdarstellung transformiert werden (siehe auch O. Föllinger: Regelungstechnik, [Control Engineering], 7-te Auflage, Hüthig-Verlag, Heidelberg, 1992). Es wird die folgende Statusdarstellung des Systems erzeugt:
Statusdarstellung:

ẋ D = A D x D + B D u D y D = C D x D (6)mit:

Statusvektor:
Steuerungsvariable:

uD = uStD (8)

Ausgangsvariable:

yD = φKD (9)

Systemmatrix:
Steuerungsvektor:
Ausgangsvektor:
Das dynamische Modell der Drehungs-Achse wird in Bezug auf die Auslauf-Länge l und auf den Winkel φ_A der Höhenlage als ein System mit variablen Parametern betrachtet. Die Gleichungen (6) bis (12) sind die Grundlage für den Entwurf der Pilotsteuerung 71 und der Status-Steuerung 73, die nun beschrieben werden.
Das Steuerungs-Feedback 73 ist als Status-Steuerung gestaltet. Die Status-Steuerung ist dadurch charakterisiert, dass jede Statusvariable, d. h. jede Komponente des Statusvektors x _D, mit einer Steuerungsverstärkung k_iD gewichtet und an den Steuerungseingang des Wegs zurückgeführt wird. Die Steuerungsverstärkungen k_iD werden kombiniert, um den Steuerungsvektor K _D zu bilden.
Wegen der Einführung des Status-Steuerungsblocks 73 mit der Rückkopplung zu dem Steuerungseingang uDref = –uDjerk (12b)ändert sich Gleichung 6 zu ẋ D = (A D – B D K D)x D y D = C D x D (12a)
Gemäß "Unbehauen, Regelungstechnik 2 [Control Engineering 2], a. a. O.," wird das dynamische Verhalten des Systems durch die Position der inhärenten Werte der Systemmatrix A _D bestimmt, die gleichzeitig Pole der Übertragungsfunktion in dem Frequenzbereich sind. Die inhärenten Werte der Matrix können durch Berechnen der Nullstellen in Bezug auf die Variablen s des charakteristischen Polynoms wie folgt aus den Determinanten bestimmt werden: det(sI – A D) ≡ 0 (29)
I ist die Einheitsmatrix. In diesem Fall ist es bedeutungslos, ob es eine Referenzvariable gibt oder nicht. Diese kann ohne Beschränkung der Allgemeinheit null gesetzt werden. Die Auswertung von (29) erzeugt im Fall des ausgewählten Statusmodells gemäß den Gleichungen 6 bis 12 ein Polynom fünfter Ordnung der Form: s5 + a4s4 + a3s3 + a2s2 + a1s + a0 ≡ 0 (30)
Da die Position der inhärenten Werte nun durch Auswertung der folgenden Determinanten bestimmt wird: det(sI – A D + B D·K D) ≡ 0 (31)können diese inhärenten Werte durch Feedback der Statusvariablen über die Steuerungsmatrix K _D zu dem Steuerungseingang spezifisch versetzt werden.
Die Auswertung von (31) erzeugt wieder ein Polynom fünfter Ordnung, das jetzt aber von den Steuerungsverstärkungen k_iD (i = 1 ... 5) abhängt. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 6 bis 12 wird (30) zu s5 + a4(k5D,)s4 + a3(k5D·k4D, k2D)s3 + a2(k5D, k4D, k3D, k1D)s2 + a1(k5D, k4D, k3D)s + a0(k3D) ≡ 0 (32)
Um die Dynamik des Systems, die sich in den Nullstellen dieses Polynoms Systems widerspiegelt, auf gezielte Weise zu beeinflussen, wird nun gefordert, dass die Gleichungen 31 und 32 wegen den Steuerungsverstärkungen k_iD bestimmte Nullstellen annehmen. Im Ergebnis wird eine Eingabe für dieses Polynom gemäß:
erzeugt, wobei n die Systemordnung ist, mit der die Dimension des Statusvektors gleichzusetzen ist. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 6 bis 12 ist n = 5 und somit p(s): p(s) = (s – r1)(s – r2)(s – r3)(s – r4)(s – r5) = s5 + p4s4 + p3s3 + p2s2 + p1s1 + p0 (34)
Die r_i werden in der Weise ausgewählt, dass das System stabil ist, die Steuerung ausreichend schnell mit guter Dämpfung arbeitet und die Steuerungsvariablenbeschränkung bei typisch auftretenden Steuerungsabweichungen nicht erreicht wird. In Übereinstimmung mit diesen Kriterien können die r_i vor Inbetriebnahme in Simulationen bestimmt werden.
Nun können die Steuerungsverstärkungen durch Koeffizientenvergleich der Polynome der Gleichungen 31 und 33 bestimmt werden.
Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 6 bis 12 wird das folgende lineare Gleichungssystem als Funktion der Steuerungsverstärkungen k_iD erzeugt: a4(k5D) – p4 = 0 a3(k5D, k4D, k2D) – p3 = 0 a2(k5D, k4D, k3D, k1D) – p2 = 0 a1(k5D, k4D, k3D) – p1 = 0 a0(k3D) – p0 = 0 (36)
Die Auswertung des obigen Gleichungssystems (36) liefert nun analytische mathematische Ausdrücke für die Steuerungsverstärkungen als Funktion der gewünschten Pole r_i und der Systemparameter. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 6 bis 12 sind die Systemparameter K_PD, i_D, V, l, φ_A, β, J_D, m, m_K, c_DL, b_DL, b_D. Ein Vorteil dieses Steuerungsentwurfs ist, dass Parameteränderungen in dem System wie etwa der Auslauf-Länge l oder des Winkels φ_A der Höhenlage sofort in geänderten Steuerungsverstärkungen berücksichtigt werden. Dies ist von entscheidender Bedeutung für ein optimiertes Steuerungsverhalten.
Da eine vollständige Status-Steuerung die Kenntnis aller Statusvariablen erfordert, ist es vorteilhaft, die Steuerung als Ausgangs-Feedback anstatt als einen Statusbeobachter zu entwerfen. Das heißt, dass nicht alle Statusvariablen, sondern nur jene, die durch Messungen erfasst werden, über die Steuerung zurückgeführt werden. Somit sind einzelne k_iD null. Zum Beispiel kann im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 6 bis 12 auf die Messung des Antriebsmoments des Drehungs-Achsenmotors verzichtet werden. Somit ist k_5D = 0. Trotzdem können k_1D bis k_4D gemäß Gleichung (36) berechnet werden. Angesichts des nicht unbeträchtlichen Grads der Rechenkomplexität kann es außerdem sinnvoll sein, die Steuerungsparameter für einen einzigen Arbeitspunkt zu berechnen. Allerdings muss die inhärente Ist-Wert-Position des Systems nachfolgend mit der Steuerungsmatrix K D = [k1D k2D k3D k4D 0] (37)mittels der Berechnung aus Gleichung 31 numerisch geprüft werden. Da dies nur numerisch erfolgen kann, muss der gesamte durch die sich ändernden Systemparameter abgedeckte Aufwand eingebaut werden. In diesem Fall sind die sich ändernden Systemparameter l und φ_A. Diese Parameter schwanken in dem Intervall [l_min, l_max] und [φ_Amin, φ_Amax]. Mit anderen Worten, in diesen Intervallen müssen mehrere Stützstellen l_i und φ_Aj gewählt werden, wobei die für alle möglichen Kombinationen dieser sich ändernden Systemparameter berechnete Systemmatrix A _ij(l_i, φ_Aj) berechnet und in Gleichung 31 eingesetzt und mit K _D aus Gleichung 37 ausgewertet werden muss: det(sI – A ij + B·K D) ≡ 0 für alle i, j (38)
Falls alle Nullstellen von (38) immer kleiner als null sind, ist die Stabilität des Systems sichergestellt, wobei die ursprünglich ausgewählten Pole r_i erhalten werden können. Wenn das nicht der Fall ist, kann eine Korrektur der Pole r_i gemäß Gleichung (33) erforderlich sein.
Beim Feedback von w_h, ẇ_h, φ_D, φ ._D ist die Ausgabe des Status-Steuerungsblocks 73 dann uDjerk = k1Dwh + k2Dẇh + k3DφD + k4Dφ .D (39)
Zu dem Status-Steuerungsblock 73 kann nun ein Block für die Pilotsteuerung 71 hinzugefügt werden, um zusätzlich zu der aktiven Vibrationsdämpfung eine weggenaue Bewegung zu ermöglichen.
Für die Gestaltung des Pilotsteuerungsblocks 71 wird Gleichung 12a durch den Abschnitt zum Erzeugen der Referenzvariable erweitert. ẋ D = (A D – B D K D)x D + B D S D w D y D = C D x D (24)
Die Eingangsvariablen des Pilot-Steuerungsblocks 71 sind die Sollwinkelposition φ_KDref, die Sollwinkelgeschwindigkeit φ ._KDref, die Sollwinkelbeschleunigung φ ‥_KDref, die Sollerschütterung φ …_KDref und optional die Ableitung der Sollerschütterung. Somit ist die Referenzvariable w _D
Die Komponenten von w _D werden in dem Pilot-Steuerungsblock 71 mit den Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VD0 bis K_VD4 gewichtet und ihre Summe wird an den Steuerungseingang übergeben. Somit wir die Pilotsteuerungsmatrix S D = [KVD0 KVD1 KVD2 KVD3 KVD4] (15)
Wenn die Matrixgleichung (24) ausgewertet wird, kann sie als algebraische Gleichung für den Pilot-Steuerungsblock geschrieben werden, wobei u_Dpilot die unkorrigierte Sollsteuerungsspannung für das Proportionalventil auf der Grundlage des idealisierten Modells ist. uDpilot = KVD0φKDref + KVD1φ .KDref + KVD2φ ‥KDref + KVD3φ …KDref (+ KVD4φ ∷KDref) (16)
K_VD0 bis K_VD4 sind die Pilot-Steuerungsverstärkungen, die als Funktion des momentanen Winkels φ_A der Höhenlage und der Auslauf-Länge l der Leitereinheit so berechnet werden, dass der Korb genau ohne Vibrationen dem Solltrajektorienweg folgt.
Die Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VD0 bis K_VD4 werden wie folgt berechnet. Die Übertragungsfunktion ohne Pilot-Steuerblock in Bezug auf die Steuerungs-Variable des Korbwinkels φ_KD kann wie folgt aus den Statusgleichungen (6) bis (12) in Übereinstimmung mit der Gleichung
berechnet werden.
Im Fall der Drehungs-Achse ist die Übertragungsfunktion im Fall des Feedback der Variablen w_h, ẇ_h, φ_D, φ .D
Die Variablen k_1D, k_2D, k_3D, k_4D sind die Steuerungsverstärkungen der Status-Steuerung, die die Variablen w_h, ẇ_h, φ_D, φ .D geeignet gewichtet zu dem Steuerungseingang zurückführen.
Zur Berechnung der Pilot-Steuerungsverstärkungen K_Vdi (K_VD0 bis K_VD4) wird (26) anfangs wiederum durch das Produkt der Referenzvariablen erweitert.
Das ideale Systemverhalten in Bezug auf die Position, die Geschwindigkeit, die Beschleunigung, die Erschütterung und optional die Ableitung der Erschütterung wird genau erzeugt, wenn die Übertragungsfunktion des gesamten Systems der Pilotsteuerung und die Übertragungsfunktion der Drehungs-Achse der Drehleiter gemäß Gleichung 27 die folgende Bedingungen in ihren Koeffizienten b_i und a_i erfüllen:
Dies erzeugt ein lineares Gleichungssystem, das gemäß den gesuchten Pilotsteuerungsverstärkungen K_VD0 bis K_VD4 in analytischer Form gelöst werden kann.
Die Koeffizienten b_i und a_i hängen außer von den gesuchten Pilotsteuerungsverstärkungen K_VD0 bis K_VD4 jetzt außerdem von den bekannten Steuerungsverstärkungen k_1D, k_2D, k_3D, k_4D der Status-Steuerung ab.
Während der Status-Steuerungsblock 73 betrachtet wird, wird für die Pilotsteuerungsverstärkungen K_VD0 bis K_VD4 des Pilotsteuerungsblocks 71 das Folgende erhalten:
Dies hat den Vorteil, dass diese Pilotsteuerungsverstärkungen nun von den Modellparametern abhängen. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen (6) bis (12) sind die Systemparameter K_PD, i_D, V, l, φ_A, β, J_D, m, m_K, c_DL, b_DL, b₀.
Die Änderung der Modellparameter wie etwa des Winkels φ_A der Höhenlage und der Leiterlänge l kann in der Änderung zu den Pilotsteuerungsverstärkungen sofort berücksichtigt werden. Somit können diese als eine Funktion der gemessenen Werte von φ_A und l immer verfolgt werden. Mit anderen Worten, falls mit der Auslauf/Einlauf-Achse eine andere Auslauf-Länge l der Leitereinheit begonnen wird, ändern sich die Pilotsteuerungsverstärkungen der Drehachse im Ergebnis automatisch, so dass das oszillationsdämpfende Verhalten der Pilotsteuerung während der Bewegung des Korbs erhalten bleibt.
Darüber hinaus können die Pilotsteuerungsverstärkungen sehr schnell angepasst werden, wenn eine Übertragung zu einem anderen Drehleitertyp mit anderen technischen Daten (wie etwa z. B. geändertem m) erfolgt.
Die Parameter K_PD, i_D, V, β, m, m_K sind in dem Informationsblatt hinsichtlich technischer Daten gegeben. Für die Korbmasse wird ein Mittelwert oder ein aus Sensordaten erhaltener gemessener Wert angenommen. Die Parameter l, φ_A werden im Prinzip als sich ändernde Systemparameter aus Sensordaten bestimmt. Die Parameter J_D, c_DL sind aus FEM-Tests bekannt. Die Dämpfungsparameter b_DL, b_D werden aus Frequenzgangmessungen bestimmt.
Die Sollsteuerungsspannung des Proportionalventils für die Drehachse unter Berücksichtigung der Pilotsteuerung 71 ist dann uDref = uDpilot – uDjerk (40)
Somit sind die Pilotsteuerungsverstärkungen, die eine vibrationsfreie und weggenaue Bewegung des Korbs in Richtung der Drehung sicherstellen, auf der Grundlage des idealisierten Modells aus Gleichung (28) bekannt.
Da in dem Statusmodell gemäß den Gleichungen 6 bis 12 nur lineare Systemabschnitte berücksichtigt werden können, können statische Nichtlinearitäten der Hydraulik im Block 75 der Hydraulikkompensation optional in der Weise berücksichtigt werden, dass in Bezug auf die Systemeingabe ein lineares Systemverhalten erzeugt wird. Die wichtigsten nichtlinearen Effekte der Hydraulik sind das Spiel des Proportionalventils um die Nullstelle und Hystereseeffekte der untergeordneten Förderleistungssteuerung. Zu diesem Zweck wird die statische Kennlinie zwischen der Steuerungsspannung u_StD des Proportionalventils und der resultierenden Förderleistung Q_FD experimentell aufgezeichnet. Die Kennlinie kann durch eine mathematische Funktion QFD = f(uStD) (41)beschrieben werden.
Nun wird Linearität in Bezug auf die Systemeingabe gefordert. Mit anderen Worten, das Proportionalventil und der Hydraulikkompensationsblock sollen das folgende Übertragungsverhalten aufweisen, das in Übereinstimmung mit Gleichung (5) zusammengefasst ist: QFD = KPDuStD (42)
Wenn der Kompensationsblock 75 die statische Kennlinie uStD = h(uDref) (43)aufweist, ist die Bedingung (42) genau erfüllt, wenn h(uDref) = f–1(KPDuDref) (44)als statische Kompensationskennlinie gewählt wird.
Somit sind die einzelnen Komponenten der Achsen-Steuerung für die Drehungs-Achse beschrieben worden. Als Schlussfolgerung erfüllt die Kombination aus Weg-Planmodul und Drehungs-Achsen-Steuerung die Anforderung einer vibrationsfreien und weggenauen Bewegung mit der Drehungs-Achse.
Auf der Grundlage dieser Ergebnisse wird nun die Achsen-Steuerung für die Höhenlagen/Neigungs-Achse 7 beschrieben. 9 zeigt die Grundstruktur der Höhenlagen/Neigungs-Achsen-Steuerung.
Wie bei der Drehachse wird wenigstens eine der gemessenen Variablen Winkel φ_A der Höhenlage, Winkelgeschwindigkeit φ ._A der Höhenlage, Biegung w_v der Leitereinheit in vertikaler Richtung oder die Ableitung ẇ_v der vertikalen Biegung intensiviert und zu dem Steuerungseingang zurückgeführt, um Vibrationen der Leiterteile über einen Status-Steuerungsblock zu dämpfen. Die Ableitung der gemessenen Variablen φ_A und w_v wird numerisch in der Mikroprozessorsteuerung gebildet. Die Grundlage für die Bestimmung der Steuerungsverstärkungen ist das dynamische Modell, das in den folgenden Abschnitten für die Höhenlagen/Neigungs-Achse abgeleitet wird.
Um zusätzlich zur Dämpfung von Vibrationen der Leiterteile auch eine weggenaue Bewegung zu erzielen, wird die Status-Steuerung durch eine Pilotsteuerung und durch die Wegplanung ergänzt.
Die Ausgangsfunktionen des Weg-Planmoduls in Form der Sollkorbposition in Richtung der Höhenlagen/Neigungs-Achse und ihrer Ableitungen (Geschwindigkeit, Beschleunigung, Erschütterung und Ableitung der Erschütterung) werden an den Pilotsteuerungsblock 91 (den Block 71 in der Drehachse) übergeben. Diese Funktionen werden in dem Pilotsteuerungsblock in der Weise intensiviert, dass unter den idealisierten Vorbedingungen des dynamischen Modells eine weggenaue Bewegung der Leiter ohne Vibrationen erzeugt wird. Die Grundlage für die Bestimmung der Pilotsteuerungsverstärkungen ist wiederum das dynamische Modell des für den Entwurf der Steuerungsverstärkungen verwendeten Typs. Somit wird die Vibration der Drehleiter unter diesen idealisierten Vorbedingungen unterdrückt und folgt der Korb dem erzeugten Weg.
Wegen der dominanten statischen Nichtlinearität der Hydraulikantriebseinheiten (Hysterese, Spiel) wird nun der von der Pilotsteuerung u_Apilot und optional von der Status-Steuerungsausgabe u_Ajerk gebildete Wert für die Steuerungseinheit u_Aref in dem Hydraulikkompensationsblock 95 (ähnlich dem Block 75) in der Weise geändert, dass ein lineares Verhalten des gesamten Systems angenommen werden kann. Die Ausgabe des Blocks 95 (Hydraulikkompensation) ist die korrigierte Steuerungsvariable u_StA. Dieser Wert wird dann an das Proportionalventil des Hydraulikkreises für den Zylinder der Höhenlagen/Neigungs-Achse übergeben.
Die Ableitung des dynamischen Modells für die Höhenlagen-Achse dient nun zur ausführlichen Erläuterung der Betriebsart und ist die Grundlage für die Berechnung der Pilot-Steuerungsverstärkungen und der Status-Steuerung.
Für diesen Zweck liefert 10 Beschreibungen für die Definition der Modellvariablen. In diesem Fall ist die dort gezeigte Verknüpfung zwischen dem Höhenlagenpositionswinkel φ_A des Leitermechanismus in Bezug auf das Inertialsystem mit den Einheitsvektoren e ₁₁ bis e ₁₃ und der Korbwinkelposition φ_KA der Höhenlage, der wegen der Biegung w_v in Übereinstimmung mit der Gleichung
für kleine Biegungen berechnet wird, wesentlich. Dieses dynamische System kann durch die folgenden Differenzialgleichungen beschrieben werden. (JA(l) + mkl2)·φ ‥A – ml·ẅv = MMA + ml·gcosφA – bAφ .A – ml·φ ‥A + m·ẅv + bAL·ẇv + cAL(l)·wv = 0 (46)
JA ist das Trägheitsmoment der Leitereinheit um die Höhenlagen-Achse. M_MA ist das Antriebsmoment des Hydraulikzylinders an der Leiter. b_A ist die viskose Reibung in dem Hydraulikzylinder. Die erste Gleichung von (4) beschreibt im Wesentlichen die Bewegungsgleichung in Bezug auf die Höhenlagenkinematik mit dem Antriebshydraulikzylinder der Leiter, wobei die Reaktion wegen Biegung der Leitereinheit berücksichtigt wird. Die zweite Gleichung von (4) ist die Bewegungsgleichung, die die Biegung w_v beschreibt, wobei die Stimulation der Biegungsvibration durch Anheben oder Neigen der Leitereinheit über die Winkelbeschleunigung oder durch eine äußere Störung verursacht wird, die durch Anfangsbedingungen für diese Differenzialgleichungen ausgedrückt wird. In der zweiten Gleichung von (4) ist der Parameter c_AL die Steifheit der Leitereinheit und b_AL die Dämpfungskonstante für die Leitervibration in Richtung der Höhenlagen/Neigungs-Achse. Da diese Steifheit stark von dem Auslaufzustand der Leitereinheit l abhängt, wird aus FEM-Simulationen eine Funktion für die Steifheit als Funktion von l berechnet. Somit wird für c_AL im Folgenden immer c_AL(1) angenommen. Dies betrifft auch das aus Konstruktionsdaten berechnete Trägheitsmoment J_A, das ebenfalls eine von l abhängige Funktion ist. Die nicht erwähnten Parameter können aus den Einzelheiten in Bezug auf Gleichung 4 der Drehungs-Achse gefolgert werden.
Der Hydraulikantrieb wird durch die folgenden Gleichungen beschrieben
F_cyl ist die Kraft des Hydraulikzylinders an der Kolbenstange, p_cyl ist der Druck in dem Zylinder (der von der Bewegungsrichtung des Kolbens oder von der Ringseite abhängt). A_cyl ist die Querschnittsfläche des Zylinders (die von der Bewegungsrichtung des Kolbens oder von der Ringseite abhängt), β ist die Ölkompressibilität, V_cyl ist der Zylindervolumen, Q_FA ist die Förderleistung in dem Hydraulikkreis zum Anheben und Neigen und K_PA ist die Proportionalitätskonstante, die die Verknüpfung zwischen Förderleistung und Steuerungsspannung des Proportionalventils liefert. Dynamische Effekte der untergeordneten Förderleistungssteuerung werden ignoriert. In der Ölkompression in dem Zylinder wird die Hälfte des gesamten Volumens des Hydraulikzylinders als relevantes Zylindervolumen angenommen. z_cyl, ż_cyl sind die Position und die Geschwindigkeit der Zylinderstange. Diese und die geometrischen Parameter d_b und φ_p hängen von der Höhenlagenkinematik ab.
11 zeigt die Höhenlagenkinematik der Höhenlagen-Achse. Der Hydraulikzylinder ist am unteren Ende in dem Drehleitermechanismus verankert. Der Abstand da zwischen diesem Punkt und dem Gelenkpunkt der Leitereinheit um die Höhenlagen-Achse kann aus Konstruktionsdaten gefolgert werden. Die Kolbenstange des Hydraulikzylinders ist in einem Abstand d_b an der Leitereinheit befestigt. φ₀ ist ebenfalls aus Konstruktionsdaten bekannt. Daraus kann die folgende Verknüpfung zwischen dem Winkel φ_A der Höhenlage und der Hydraulikzylinderposition z_cyl abgeleitet.
Da nur der Winkel φ_A der Höhenlage eine gemessene Variable ist, sind die Umkehrbeziehung von (48) und die Abhängigkeit zwischen der Kolbenstangengeschwindigkeit ż_cyl und der Höhenlagengeschwindigkeit
_A ebenfalls von Interesse.
Um das effektive Moment an der Leitereinheit zu berechnen, muss außerdem der Projektionswinkel φ_p berechnet werden.
Im Ergebnis kann das in den Gleichungen 46 bis 51 beschriebene dynamische Modell der Höhenlagen-Achse nun in die Statusdarstellung transformiert werden (siehe auch O. Föllinger: Regelungstechnik [Control Engineering], 7-te Auflage, Hüthig-Verlag, Heidelberg 1992). Es wird die folgende Statusdarstellung des Systems erzeugt.
Statusdarstellung:

ẋ A = A A x A + B A u A y A = C A x A (52)mit

Statusvektor:
Steuerungsvariable:

uA = uStA (54)

Ausgangsvariable:

yA = φKA (55)

Systemmatrix:
Steuerungsvektor:
Ausgangsvektor:
Das dynamische Modell der Drehungs-Achse wird in Bezug auf die Auslauf-Länge l und die Abschnitte trigonometrischer Funktionen des Winkels φ_A der Höhenlage als ein System mit veränderlichen Parametern betrachtet. Die Gleichungen (52) bis (58) sind die Grundlage für den Entwurf der Pilotsteuerung 91 und der Status-Steuerung 93, die nun beschrieben werden.
Wegen der Einführung des Status-Steuerungsblocks 93 mit der Rückkopplung zu dem Steuerungseingang uAref = –uAjerk (58a)ändert sich Gleichung (52) zu ẋ A = (A A – B A K A)x A y A = C A x A (58b)
Die Steuerungsrückkopplung 93 ist als Status-Steuerung entworfen. Die Steuerungsverstärkungen werden auf die gleiche Weise wie in den Gleichungen 29 bis 39 für die Drehungs-Achse berechnet.
Die Komponenten des Statusvektors x _A werden mit den Steuerungsverstärkungen k_iA der Steuerungsmatrix K ₄ gewichtet und zu dem Steuerungseingang des Wegs zurückgeführt werden.
Wie bei der Drehungs-Achse werden die Steuerungsverstärkungen durch Koeffizientenvergleich der Polynome in der gleichen Weise wie in Gleichung 35 bestimmt:
Da das Modell der Höhenlagen-Achse die Ordnung n = 5 hat, sind die Polynome in Gleichung 69a wie bei der Drehungs-Achse ebenfalls von fünfter Ordnung. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 52 bis 58 wird das folgende lineare Gleichungssystem als Funktion der Steuerungsverstärkungen k_iA erzeugt: a4(k5A) – p4 = 0 a3(k5A, k4A, k2A) – p3 = 0 a2(k5A, k4A, k3A, k1A) – p2 = 0 a1(k5A, k4A, k3A) – p1 = 0 a0(k3A) – p0 = 0 (70)wobei p_i(p₀ bis p₄) die Koeffizienten des durch die Nullstellen r_i definierten Polynoms sind.
Die r_i werden in der Weise ausgewählt, dass das System stabil ist, die Steuerung ausreichend schnell mit guter Dämpfung arbeitet und die Steuerungsvariablenbeschränkung bei üblicherweise auftretenden Steuerungsabweichungen nicht erreicht wird. Die r_i können in Simulationen in Übereinstimmung mit diesen Kriterien vor der Inbetriebnahme bestimmt werden.
Die Auswertung der Systemgleichung (70) liefert nun analytische mathematische Ausdrücke für die Steuerungsverstärkungen als Funktion der gewünschten Pole r_i und der Systemparameter. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 52 bis 58 sind die Systemparameter K_PA, A_cyl, V_cyl, φ_A, β, J_A, m, m_K, c_AL, b_AL, b_A, d_b, d_a. Über die Abhängigkeit der Parameter J_A, C_AL von der Leiterlänge ist eine Abhängigkeit von dem Parameter l gegeben. Wie bei der Drehungs-Achse können Parameteränderungen in dem System wie etwa der Auslauf-Länge l oder des Höhenlagenwinkels φ_A sofort in geänderten Steuerungsverstärkungen berücksichtigt werden. Dies ist von entscheidender Bedeutung für das optimierte Steuerungsverhalten.
Die Status-Steuerung kann wie bei der Drehungs-Achse ebenfalls als Ausgangs-Feedback entworfen sein. In diesem Fall werden nur die durch Messung erfassten Statusvariablen zurückgeführt. Somit sind einzelne k_iA null. Zum Beispiel kann im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 52 bis 58 auf die Messung des Antriebsmoments des Hydraulikzylinders verzichtet werden. Somit ist k_5A = 0. Dennoch können k_1A bis k_4A gemäß Gleichung (70) berechnet werden. Angesichts des nicht unbeträchtlichen Grads an Rechenkomplexität kann es außerdem sinnvoll sein, die Steuerungsparameter für einen festen Arbeitspunkt des Systems zu berechnen und die Verfolgung der Steuerungsparameter bei Abweichung von diesem Arbeitspunkt als Funktion des Winkels der Höhenlage und der Auslauf-Länge zu ignorieren. Allerdings muss in beiden Fällen die inhärente Ist-Wertposition des Systems mit der Steuerungsmatrix K A = [k1A k2A k3A k4A 0] (71)mittels der gleichen Berechnung wie in Gleichung 31 numerisch geprüft werden. Da dies nur numerisch erfolgen kann, muss der gesamte durch die sich ändernden Systemparameter l und φ_A abgedeckte Aufwand eingebaut werden. Diese Parameter schwanken in dem Intervall [l_min, l_max] oder [φ_Amin, φ_Amax]. In diesen Intervallen werden mehrere Stützstellen l_i und φ_Aj ausgewählt und wird für alle möglichen Kombinationen dieser sich ändernden Systemparameter die Systemmatrix A _Aij(l_i, φ_Aj) berechnet und in der gleichen Weise wie in Gleichung 31 eingesetzt und mit K _A aus Gleichung 71 ausgewertet: det(sI – A ij + B A·K A) ≡ 0 für alle i, j (72)
Falls alle Nullstellen (72) immer kleiner als null sind, ist die Stabilität des Systems sichergestellt und können die ursprünglich ausgewählten Pole r_i erhalten bleibt. Wenn das nicht der Fall ist, kann eine Korrektur an den Polen r_i gemäß Gleichung (69) notwendig sein.
Beim Feedback von w_v, ẇ_v, φ_A, φ .A ist die Ausgabe des Status-Steuerungsblocks 93 uAjerk = k1Awv + k2Aẇv + k3AφA + k4Aφ .A (73)
Falls nun ein Pilot-Steuerblock 91 entwickelt wird, um die Steuerung zu ergänzen, wird der Anteil der Referenzvariablen, die in dem Pilot-Steuerblock 91 geeignet gewichtet worden sind, in Übereinstimmung mit Gleichung 58a über die Status-Steuerung zu dem Feedback hinzugefügt. Durch Berücksichtigen der Pilotsteuerung 91 ist dann die Sollsteuerungsspannung des Proportionalventils für die Drehungs-Achse ähnlich Gleichung 58a uAref = uApilot – uAjerk (74)Gleichung 52 wird dann ẋ A = (A A – B A K A)x A + B A S A w A y A = C A x A (58b)
Die Eingangsvariablen des Pilot-Steuerungsblocks 91 sind die Sollwinkelposition φ_KA, die Sollwinkelgeschwindigkeit φ ._KA, die Sollwinkelbeschleunigung φ ‥_KA, die Sollerschütterung φ …_KA und optional die Ableitung der Sollerschütterung. Somit ist die Referenzvariable w _A ähnlich zu (13)
Die Komponenten von w _A werden mit den Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VA0 bis K_VA4 in dem Pilot-Steuerungsblock 91 gewichtet und ihre Summe wird an den Steuerungseingang übergeben. Die Pilot-Steuermatrix ist durch S A = [KVA0 KVA1 KVA2 KVA3 KVA4] (61)definiert.
Wenn die Matrixgleichung (58b) ausgewertet wird, kann sie als algebraische Gleichung für den Pilot-Steuerungsblock geschrieben werden, wobei u_Apilot die unkorrigierte Sollsteuerungsspannung für das Proportionalventil ist, die auf dem idealisierten Modell beruht. uApilot = KVA0φKAref + KVA1φ .KAref + KVA2φ ‥KAref + KVA3φ …KAref (+ KVA4φ ∷KAref) (62)
K_VA0 bis K_VA4 sind die Pilot-Steuerungsverstärkungen, die als Funktion des momentanen Winkels φ_A der Höhenlage und der Auslauf-Länge l der Leitereinheit in der Weise berechnet werden, dass der Korb der Solltrajektorie weggenau ohne Vibrationen folgt.
Die Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VA0 bis K_VA4 werden wie folgt berechnet. In Bezug auf die Steuerungsvariable des Korbwinkels φ_KA kann die Übertragungsfunktion ohne Pilot-Steuerungsblock und mit dem Status-Steuerungsblock in Übereinstimmung mit der Gleichung
wie folgt aus den Statusgleichungen (52) bis (58) berechnet werden.
Die Übertragungsfunktion zwischen Ausgangs-Pilot-Steuerungsblock und Korbposition kann mit Gleichung (68) auf ähnliche Weise wie mit Gleichung (26) berechnet werden. Durch Berücksichtigen des Pilot-Steuerungsblocks 91 in Gleichung (68) wird eine ähnliche Beziehung wie Gleichung (27) erhalten, die nach Ausmultiplizieren die Form
besitzt.
Nach Berücksichtigung der Pilotsteuerung 91 in Gleichung 68 können die Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VAi (K_VA0 bis K_VA4) in Übereinstimmung mit der Bedingung aus Gleichung 21 berechnet werden. Dies führt wieder zu einem linearen Gleichungssystem, das in Übereinstimmung mit den gesuchten Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VA0 bis K_VA4 in analytischer Form gelöst werden kann. Allerdings wird angemerkt, dass die Koeffizienten b_i und a_i außer von den gesuchten Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VA0 bis K_VA4 nun ebenfalls von den bekannten Steuerungsverstärkungen k_1A, k_2A, k_3A, k_4A der Status-Steuerung abhängen.
Durch Berücksichtigung des Status-Steuerungsblocks 93 wird für die Pilot-Steuerungsverstärkungen K_VA0 bis K_VA4 des Pilot-Steuerungsblocks 91 ähnlich Gleichung 28 bei der Drehungs-Achse
erhalten.
Mit Gleichung 69 sind nun die Pilot-Steuerungsverstärkungen, die auf der Grundlage des idealisierten Modells und unter Berücksichtigung des Status-Steuerungsblocks 93 eine vibrationsfreie und weggenaue Bewegung des Korbs in Richtung der Höhenlage oder Neigung der Leiter sicherstellen, ebenfalls bekannt.
Wie bereits bei der Drehachse gezeigt worden ist, hat dies den Vorteil, dass die Pilotsteuerungsverstärkungen und Steuerungsverstärkungen der Status-Steuerung als eine Funktion der Modellparameter erzeugt werden. Im Fall des Modells gemäß den Gleichungen 52 bis 58 sind die Systemparameter K_PA, A_cyl, V_cyl, φ_A, β, J_A, m, m_K, c_AL, b_AL, b_A, d_b, d_a. Eine Abhängigkeit von dem Parameter l ist über die Abhängigkeit der Parameter J_A, c_AL von der Leiterlänge ebenfalls gegeben.
Im Ergebnis kann die Änderung der Modellparameter wie etwa des Winkels φ_A der Höhenlage und der Leiterlänge l bei der Änderung der Pilotsteuerung und der Steuerungsverstärkungen sofort berücksichtigt werden. Somit können diese als eine Funktion der gemessenen Werte von φ_A und l immer verfolgt werden. Mit anderen Worten, falls mit einer anderen Auslauf-Länge l der Leitereinheit begonnen wird, ändern sich die Auslauf/Einlauf-Achse und die Pilotsteuerungsverstärkungen der Drehachse im Ergebnis automatisch, so dass das Oszillationsdämpfungsverhalten der Pilotsteuerung während der Bewegung des Korbs erhalten bleibt.
Darüber hinaus können die Pilotsteuerungsverstärkungen sehr schnell angepasst werden, wenn eine Übertragung zu einem anderen Drehleitertyp mit anderen technischen Daten (wie etwa z. B. einem geänderten m) erfolgt.
Die Parameter K_PA, A_cyl, V_cyl, β, m, m_K, d_b, d_a sind in dem Informationsblatt hinsichtlich der technischen Daten gegeben. Für die Korbmasse wird ein Mittelwert oder ein gemessener Wert angenommen, der aus Sensordaten erhalten wird. Die Parameter l, φ_A werden im Prinzip als sich ändernde Systemparameter aus Sensordaten bestimmt. Die Parameter J_A, c_AL sind aus FEM-Tests bekannt. Die Dämpfungsparameter b_AL, b_A werden aus Frequenzgangmessungen bestimmt.
Wie bei der Drehungs-Achse können Nichtlinearitäten der Hydraulik optional im Block 95 der Hydraulikkompensation kompensiert werden, so dass in Bezug auf den Systemeingang ein lineares Systemverhalten erzeugt wird. Mit der Höhenlagen-Achse können außer dem Ventilspiel und der Hysterese Korrekturfaktoren für die Steuerungsspannung in Bezug auf die Auslauf-Länge l und den Winkel φ_A der Höhenlage sowie für den Verstärkungsfaktor K_PA und für den relevanten Zylinderdurchmesser A_cyl geliefert werden. Im Ergebnis kann eine richtungsabhängige Strukturumschaltung der Achsen-Steuerung vermieden werden.
Um die notwendige Kompensationsfunktion zu berechnen, wird die statische Kennlinie zwischen der Steuerungsspannung u_StD des Proportionalventils und der resultierenden Förderleistung Q_FD, dieses Mal auch als Funktion von l, φ_A, experimentell aufgezeichnet. Die Kennlinie kann durch eine mathematische Funktion QFA = f(uStA, l, φA) (75)beschrieben werden.
Es wird nun Linearität in Bezug auf den Systemeingang gefordert. Mit anderen Worten, das Proportionalventil und der Hydraulikkompensationsblock sollen das folgende Übertragungsverhalten aufweisen, das in Übereinstimmung mit Gleichung (47) zusammengefasst wird QFA = KPAuStA (76)
Falls der Kompensationsblock 95 die statische Kennlinie uStA = h(uAref, l, φA) (77)aufweist, ist die Bedingung (76) genau erfüllt, wenn h(uAref) = f–1(KPAuAref, l, φA) (78)als statische Kompensationskennlinie gewählt wird.
Somit sind die einzelnen Komponenten der Achsen-Steuerungseinheit für die Höhenlagen-Achse beschrieben worden. Folglich erfüllt die Kombination aus Weg-Planmodul und Höhenlagen/Neigungs-Achsen-Steuerung die Anforderung einer vibrationsfreien und weggenauen Bewegung des Korbs während des Anhebens und Neigens.
Im Folgenden wird nun die Struktur der Achsen-Steuerung für die Achse zum Verlängern und Zurückführen der Leiter erläutert. 12 zeigt die Struktur der Achsen-Steuerung. Im Gegensatz zu den Steuerungen der Drehung 43 und der Höhenlage/Neigung 45 ist die Achsen-Steuerung der Auslauf/Einlauf-Achse 47 mit einer herkömmlichen Kaskadenregelung mit einer äußeren Regelschleife für die Position und mit einer inneren Regelschleife für die Geschwindigkeit ausgestattet, da diese Achse nur eine niedrige Tendenz zu vibrieren zeigt.
Von dem Weg-Planmodul 39 und 41 werden zum Steuern der Achsen-Steuerung nur die Zeitfunktions-Sollposition der Auslauf/Einlauf-Achse l_ref und die Sollgeschwindigkeit l ._ref benötigt. Diese werden in einem Pilot-Steuerungsblock 121 in der Weise gewichtet, dass sich ein schnell antwortendes Systemverhalten ergibt, das, wenn stationär, in Bezug auf die Position genau ist. Da der Soll/Ist-Vergleich zwischen der Referenzvariable l_ref und der gemessenen Variable l direkt nach dem Pilot-Steuerungsblock stattfindet, wird der stationäre Zustand in Bezug auf die Position dann erreicht, wenn die Pilot-Steuerungsverstärkung für die Position 1 ist. Die Pilot-Steuerungsverstärkung für die Sollgeschwindigkeit l ._ref ist so zu bestimmen, dass ein subjektiv schnelles, aber gut gedämpftes Antwortverhalten erzeugt wird, wenn der Handhebel betätigt wird. Die Steuerung 123 für die Positionsregelschleife kann als Proportionalregelung (P-Regelung) entworfen sein. Die Regelungsverstärkung ist gemäß den Kriterien Stabilität und ausreichende Dämpfung des geschlossenen Regelkreises zu bestimmen. Die Ausgangsvariable der Steuerung 123 ist die ideale Steuerungsspannung des Proportionalventils. Wie bei den Steuerungen der Drehungs-Achse 43 und der Höhenlagen/Neigungs-Achse 45 werden die Nichtlinearitäten der Hydraulik in einem Kompensationsblock 125 kompensiert. Wie bei der Drehungs-Achse wird eine Berechnung ausgeführt (Gleichungen 42 bis 44). Die Ausgangsvariable ist die korrigierte Steuerungsspannung des Proportionalventils u_StE. Die innere Regelschleife für die Geschwindigkeit ist die untergeordnete Förderleistungssteuerung des Hydraulikkreises.
Die letzte Achse der Drehleiter ist die Ebenen-Achse, die sicherstellt, dass der Leitermechanismus selbst dann während der Drehung immer horizontal bleibt, wenn das Fahrzeug auf geneigtem Boden aufgestellt ist.
Um die Fahrzeugneigung zu erfassen, ist in den Drehleitermechanismus ein Elektrolytsensor eingebaut, der den Grad der Neigung des Drehleitermechanismus in Bezug auf das Inertialsystem in zwei Richtungen angibt, die zueinander senkrecht sind. Diese zwei Winkel werden als φ_Nx und φ_Ny bezeichnet. Da der zweite Orientierungswinkel der Höhenlagen/Neigungs-Achse entspricht, ist nur der Winkel φ_Nx entscheidend, um die Leiter ständig vertikal genau ausgerichtet zu halten. Um die Neigung zu kompensieren, sind zwischen Drehkranz und Drehleitermechanismus zwei Hydraulikzylinder eingebaut, die den Drehleitermechanismus um einen Winkel φ_Nrel in Bezug auf das Fahrzeug schräg stellen können. Die Aufgabe der Steuerung ist es, den Winkel φ_Nx in Bezug auf das Inertialsystem während der Drehung konstant auf null zu halten, mit anderen Worten, eine parallele Ausrichtung in Bezug auf das Inertialsystem zu erzeugen. Bevor die Leiter niedergelegt wird, muss sie wieder in parallele Ausrichtung zum Fahrzeug gebracht werden. Zu diesem Zweck werden in dem niedergelegten Zustand die Winkelsensoren φ_Nx und φ_Ny ausgelesen, bevor die Leiter verlängert wird, wobei dieser Wert als Fahrzeugneigung φ_FNx und φ_FNy gespeichert wird. Der Wert φ_FNx ist somit die Neigung des Fahrzeugs um die Längsachse und φ_FNy die Neigung um die Achse quer zu der Bewegungsrichtung. Bevor die Leiter niedergelegt wird, werden diese Werte verwendet, um die Leiter wieder in parallele Ausrichtung zum Fahrzeug zu bringen.
13 zeigt die Struktur der Achsen-Steuerung für die Ebenen-Achse. Die Struktur mit einer Kaskadenregelung mit einer äußeren Regelschleife für die Position und mit einer inneren Regelschleife für die Geschwindigkeit entspricht der Auslauf/Einlauf-Achse.
In der Grunderweiterungsstufe wird auf die Pilotsteuerung 131 verzichtet. Während des Betriebs der Leiter mit aktiver Ebeneneinstellung wird immer angenommen, dass der Sollwert in Bezug auf φ_Nx null ist. Die Steuerung 133 setzt die Soll/Ist-Wert-Differenz zwischen dem momentan gemessenen Wert φ_Nx und dem Sollwert null in eine Steuerungsspannung u_Nref um. Die Steuerung ist als Proportionalsteuerung entworfen.
Die Steuerungsverstärkung ist gemäß den Kriterien der Stabilität und der ausreichenden Dämpfung des Regelungskreises zu bestimmen. Die Ausgangsvariable der Steuerung 133 ist die ideale Steuerungsspannung des Proportionalventils. Wie bei den anderen Achsen-Steuerungen werden die Nichtlinearitäten der Hydraulik in einem Kompensationsblock 135 kompensiert. Die Berechnung erfolgt wie bei der Drehungs-Achse (Gleichungen 42 bis 44). Die Ausgangsvariable ist die korrigierte Steuerungsspannung des Proportionalventils u_StN. Die untergeordnete Förderleistungssteuerung des Hydraulikkreises ist die innere Regelschleife für die Geschwindigkeit.
Falls die Dynamik der Achsen-Steuerung verbessert werden soll, kann die Achsen-Steuerung durch eine Pilotsteuerung 131 ergänzt werden. In der Pilotsteuerung durch das Weg-Planmodul werden die Zeitfunktionen φ_KDref und die Sollgeschwindigkeit φ ._KDref der für die Ebenen-Achse relevanten Drehungs-Achse benötigt. Diese werden anfangs in dem Pilot-Steuerungsblock 131 in Übereinstimmung mit φNrelset = –φNxcosφKDref – φNysinφKDref (79)in Sollwerte für den Neigungswinkel φ_Nrel umgesetzt.
Somit ist φ .Nrelset = (φNxsinφKDref – φNycosφKDref)φ .KDref (80)
Als eine gute Näherung kann für den Hydraulikkreis der Ebenen-Achse einfacher angenommen werden, dass φ .Nrel = KPNtotuStN (81)gilt, wobei K_PNtot die resultierende Gesamtverstärkung der Übertragungsfunktion zwischen der Schrägstellungsgeschwindigkeit φ ._Nrel und der Steuerungsspannung ist. Falls nun
gewählt wird, wird das dynamische Verhalten durch diese Pilotsteuerung, die die Steuerung 133 ergänzt, weiter verbessert. Bevor die Leiter niedergelegt wird, wird der Fahrzeugneigungswinkel φ_FNx an den Sollwert für den Neigungswinkel in Bezug auf das Inertialsystem übergeben. Somit stellt die Ebenen-Achse in Kombination mit der Drehungs-Achse sicher, dass die Leiter während der Drehung bei gegebener Fahrzeugneigung immer in einer horizontalen Stellung ist.
Somit wird eine Drehleiter geschaffen, deren Wegsteuerung eine weggenaue Bewegung des Korbs mit allen Achsen ermöglicht und aktive Vibrationen der Leitereinheit in dem Prozess unterdrückt.

Claims

Drehleiter oder dergleichen, umfassend eine Leitereinheit, einen Korb (3), Antriebe sowie ein Steuerungselement (31) zur Bewegung der Leiterteile (5), dadurch gekennzeichnet, dass das Steuerungselement (31) auf eine solche Weise ausgestaltet ist, dass wenn der Korb (3) bewegt wird die Vibrationen der Leiterteile (5) so unterdrückt werden, dass die Leiter in horizontaler und vertikaler Richtung gebogen wird und zumindest eine der folgenden gemessenen Variablen über eine Steuerung zu den Steuerungsvariablen für die Antriebe zurückgeführt werden: Winkel der Höhenlage, Winkel der Drehung, Ausfahrlänge und Korbmasse.
Drehleiter gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Steuerung (31) als eine Status-Steuerung (73) ausgestaltet ist, in der der gemessene Wert der gemessenen Variablen der Leiter-Biegung in horizontaler und vertikaler Richtung, des Winkels der Höhenlage, des Winkels der Drehung, der Ausfahrlänge und der Korbmasse durch konstante Verstärkung intensiviert werden.
Drehleiter gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Steuerung (31) als Status-Steuerung (73) ausgestaltet ist, in der die Verstärkung des gemessenen Werts der gemessenen Variablen als Funktion zumindest einer der Variablen Winkel der Höhenlage, Auslauf-Länge, Korbmasse als Funktion ausgebildet sind und zu den Steuerungs-Variablen der Antriebe zurückgeführt werden.
Drehleiter gemäß Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass eine gewichtete Verstärkung der Variablen Winkel der Höhenlage, Auslauf-Länge, Korbmasse eintritt.
Drehleiter gemäß einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass eine Pilot-Steuerung vorgesehen ist, die das idealisierte Bewegungsverhalten der Leiter in einem dynamischen Modell während der Bewegung des Korbs (3) basierend auf Differenzialgleichungen aufnimmt und die idealisierten Steuerungsvariablen für die Antriebe der Leiterteile für eine im Wesentlichen vibrationsfreie Bewegung der Leiter aus dem dynamischen Modell berechnet.
Drehleiter gemäß Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass ein Fahrt-Planmodul (39 oder 41) zur Erzeugung des Bewegungswegs der Leiter im Arbeitsumfeld vorgesehen ist und den Bewegungsweg in der Form von Zeitfunktionen für die Korbposition, die Korbgeschwindigkeit, die Korbbeschleunigung, die Korb-Erschütterung und optional die Ableitung der Korb-Erschütterung zu einem Pilot-Steuerungsblock (71), der die Antriebe der Leiterteile steuert, ausgibt.
Drehleiter gemäß Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, dass das Weg-Planmodul (39 oder 41) die Eingabe kinematischer Beschränkungen für die Zeitfunktionen der Position des Korbs (3), die Korb-Geschwindigkeit, die Korb-Beschleunigung und die Korb-Erschütterung ermöglicht.
Drehleiter gemäß Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass das Weg-Planmodul (39 oder 41) ebenso die Zeitfunktion für die Ableitung der Erschütterung produziert.
Drehleiter gemäß Anspruch 7 und 8, dadurch gekennzeichnet, dass das Weg-Planmodul (39 oder 41) Steilheits-Begrenzer (61) zur Berücksichtigung der kinematischen Beschränkungen enthält.
Drehleiter gemäß Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, dass das Weg-Planmodul (39 oder 41) konstante Funktionen der Erschütterung produziert und aus diesen durch Integration der Zeitfunktionen für die Korb-Beschleunigung die Korb-Geschwindigkeit und Korb-Position bestimmt.
Drehleiter gemäß Anspruch 9 oder 10, dadurch gekennzeichnet, dass das Weg-Planmodul (39 oder 41) einen weiteren Steilheits-Begrenzer (63) umfasst, der das Nachlaufen des Korbs im Falle eines Notstopps reduziert.
Drehleiter gemäß einem der voranstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Achsen-Steuerung elektrische Steuerungssignale zur Steuerung hydraulischer Proportionalventile (25) der Leiterantriebe liefert.
Drehleiter gemäß Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, dass die Antriebe zum Drehen der Leiter um die vertikale Achse, zum Anheben und Absenken der Leiter und zum Verlängern und Zurückziehen der Leiter in ihrer Längsrichtung zur Verfügung gestellt sind.